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图1 供试验的气缸盖方案

0 引言

内燃机研究和开发的重点是通过对原材料的长期开发，以及废气排放法规的制定来推动燃油耗降低和有害物排放，特别是应用发动机小型化方案来降低燃油耗。缸内汽油直喷与涡轮增压相结合的方案能够在保持发动机功率不变的条件下减小发动机排量，但是随着气缸尺寸的减小，汽油机缸内直喷会增大产生燃油油膜的可能性，从而导致颗粒物排放增多和润滑机油稀释。因此提出了挑战，即如何解决减小气缸直径且不会出现因燃油润湿壁面所带来的弊病。

1 试验载体和试验装置

在预研究时，借助于计算机辅助设计(CAD)软件选择合适的气缸盖，并用GT-Power软件进行1D模拟并予以评价。图1示出了供试验的气缸盖方案。根据试验结果可选择下列方案：(1)喷油器侧向直立布置的三气门方案；(2)喷油器侧向卧式布置的四气门方案。

选择了60 mm气缸直径和71 mm活塞行程，相当于约0.2 L排量，压缩比ε=10。

提出的这两种气缸盖方案借助于单缸试验机进行了热力学和光学测量。这种试验载体需要具有高压和低压示功器，以及其他用于热力学评价所必需的传感器。在采用标准的废气测量技术采集气态废气排放期间，测量烟度和颗粒数浓度以评价颗粒物排放。

Robert Bosch公司为这两种气缸盖方案各提供了两种HDEV5型多孔喷油器。三气门方案的喷油器具有6个喷孔，但这两种喷油器的流量和喷雾形状是不同的。喷油器1的流量较小，而喷油器2的喷束布置相对于喷油器1稍有调整，并具有这种喷束特有的流量。用于四气门方案的喷油器3具有7个喷孔，而喷油器4具有6个喷孔。因此喷油器3的单个喷束的动量较小，而喷油器4的喷束沿活塞方向有较大倾斜。

2 热力学试验研究

在进行试验研究时对不同工况点的喷油器控制始点(ASB)、喷射模式、喷油压力，以及充量运动阀板(LBK)位置进行对比研究，所考察的运行工况点(BP)及效率优化的燃烧重心位置示于表1。高负荷运行工况点以发生爆燃为限。

表1 试验运行工况点

图2 标定值、运行值和排放值的比较

得出的试验结果是在颗粒物排放优化标定情况下的各个方案的参数。图2示出了标定值、运行值和排放值的比较。原则上，会在高喷油压力条件下达到较小的颗粒物排放。在三气门方案情况下LBK关闭起到了显著的效果，而在四气门方案情况下这种效果则并不明显。三气门方案使用喷油器1时会润湿进气门，以致于在运行工况点1～5时颗粒物排放最佳的ASB为点火上止点前190°CA，较少的壁面油膜可充分地补偿混合气均匀度恶化所造成的不良后果。使用喷油器2时，因其喷束布置稍有调整，燃油喷束与进气门之间的相互作用较小，因此可以有效降低颗粒物排放的ASB要比使用喷油器1时早些。在运行工况点1～3时进行双喷射对降低颗粒物排放是有利的。在四气门方案情况下，因喷油器的安装位置，使得早喷射的ASB大大受到润湿活塞顶面的限制。因为燃油喷雾与进气门之间不会直接发生相互作用，即使在最大气门升程情况下也能按最佳颗粒物排放的要求进行喷射。

对参与试验的发动机燃油耗水平进行了比较。采用的喷油器2的三气门方案可达到最低的燃油耗。对比较低的CO排放可推断其原因是混合气均质化程度得以改善及较高的燃烧品质，而运行工况点5较高的CO排放是较低的喷油压力(15MPa)所造成的。在上止点前310°CA较早的ASB情况下，这样较低的喷油压力因减少了对活塞的润湿而降低了颗粒物排放，但是却对混合气均质化产生了不良的影响。原则上，随着负荷的增大，CO排放也随之降低，而在高转速工况下特别是标定功率点时，缩短的混合气形成时间导致废气排放大大增加。使用喷油器1时，较高的CO排放是由于ASB设定较晚而使混合气恶化。四气门方案采用两种喷油器，在运行工况点3～5时的碳氢化合物(HC)排放都要比三气门方案时低。因为HC排放主要是由壁面油膜所引起的，因而可推断在四气门方案情况下这种现象不太明显。在全负荷运行工况点时，由于燃烧温度和零件温度都较高，HC排放就较少。

就颗粒物排放而言，三气门方案特别是使用喷油器2时具有明显的优势，在运行工况点3时其颗粒物排放比使用喷油器1时明显更高，但在运行工况点4和5时使用喷油器1的颗粒数(PN)浓度要明显高得多，这可归结于燃油较多和均质化程度恶化而导致较多的壁面润湿。而与三气门方案相比，四气门方案在运行工况点1～6时的颗粒物排放都较高。

特别是在全负荷运行工况点时，呈现出烟度与PN浓度之间的差异。运行工况点6时的烟度明显提高，而在额定功率点时的烟度又有所降低。但是PN浓度却与此相反，估计是受颗粒物形成差异和氧化效应后的影响。然而，在额定功率点三气门方案的PN浓度比四气门方案高，其对应烟度也一致。这可归因于喷油器的安装位置，因为所需的较长喷油持续时间不可避免地会使进气门润滑潮湿。

图3 燃烧重心位置与FEV分布带的比较

原则上，四气门方案对于ASB的变化影响并不大，而在三气门方案情况下ASB的变化却会对其颗粒物排放产生较大影响，因为燃油喷雾与进气门之间的相互作用会明显增加颗粒物排放。当然，上述比较也表明，与喷油器侧置的四气门相比，三气门方案采用直立式布置的喷油器位置具有更大的改善潜力。

为了对不同发动机方案进行进一步评价，考察全负荷工况点的运行性能。图3示出了燃烧重心位置与FEV分布带的比较，图4示出了其他运行值。发动机呈现出非常小的爆燃倾向，因此这些方案中工况点6的燃烧重心位置处于FEV分布带的下部区域，而在额定功率点的燃烧重心位置则处于FEV分布带的上部区域。早期的燃烧重心位置导致了较低的燃油耗，特别是在运行工况点6的废气温度较低，这就使得发动机在全负荷工况点能以化学计量比的混合气状态运行，其中三气门方案呈现出最大的优势，但是因燃烧持续时间较短而使压力升高率和峰值压力较高。

图5 运行工况点2下采用喷油器1(喷油压力15 MPa， LBK打开状态下)的运行值与排放值

为了解释上述状况并识别废气排放的原因，将示出3种ASB光学试验和数值研究的结果，图5中用红色标注。

3 光学试验

为了供试验研究用的光学发动机上记录下喷油和燃烧的工况，使用了高速摄影技术，并基于米氏理论实现了喷油的可视化过程。每个试验点显示10个连续的工作循环，通过平均化处理来消除循环波动。牵引压力根据热力学测量进行调整，因为光学发动机的压缩比较低，这就需要提高进气管压力。试验时采用异辛烷作为燃油。

图6示出的是在点火上止点前306～280°CA之间的早期喷油工况(可与图5相比较)的可视化过程。从这些影像中可得知燃油喷雾与活塞之间存在强烈的相互作用。部分液体燃油进入了活塞与气缸壁面之间的挤压缝隙，这些燃油全部或部分没有参与燃烧，因而可能是HC和颗粒物排放高的原因。

图6 点火上止点前360～280°CA之间的早喷油状况 (喷油压力为15 MPa，ASB=310°，LBK打开)

图7 ASB为点火上止点前270°CA时的喷油状况(喷油 压力为15 MPa、ASB=270°CA，LBK打开)

图7示出的是ASB为点火上止点前270°CA时的喷油状况，从图中可以看到气门润湿和燃油喷束偏离气门的情况。因此燃油喷雾与进气门之间的相互作用可能就是ASB跨度中某个范围内HC和颗粒物排放的来源。

图8示出的是晚期喷射的一组影像。虽然液态燃油也抵达了气缸壁面附近，但是采用该喷油定时却能实现最低的颗粒物和HC排放目标。

图8 晚喷射影像(喷油压力为15 MPa， ASB=190°CA，LBK打开)

可以确定，试验发动机在润湿活塞和气门方面，与大型发动机的情况完全一样，并会产生较大的颗粒物排放。但是气缸套壁面附近的液态燃油与颗粒物排放之间的相互关系却无法确定。

4 数值研究

为了加深对燃烧室内工作过程的认识，开展混合气形成的三维计算流体力学(3D-CFD)研究。在计算时应用了“粘附壁面”模型，它将所有与壁面相互作用的燃油都作为油膜来处理，而形成油膜则是燃烧最坏的一种情况。

图9示出了图5所示的3种ASB的滚流数(TCFD)和扰动动能(TKE)曲线。早期喷射和中期喷射有助于滚流运动，而晚期喷射则效果较小，所能达到的最大值则按ASB顺序排列。由于充量运动发生了蜕变，随着充量运动变弱，扰动水平随之变小。

图9中还示出了液态壁面油膜的质量和均质化程度。均质化程度是基于燃油雾化过程得出的，其平均体积质量的平均绝对偏差与其平均值之比。随着ASB推迟就会缩短混合气形成时间，对混合气均质化产生不利的影响。在点火上止点前270°CA时喷射的情况下，燃油喷入进气流的最佳时刻出现在最大进气门升程时，因而其均质化程度达到了早期喷射的水平。所测得的CO排放和平均指示压力协方差，与均质化程度和TKE的趋势是一致的，而颗粒数浓度的趋势则相反。

为了寻找颗粒物排放的来源，考察壁面油膜的质量。早期喷射时大部分燃油在活塞上形成油膜，直至点火时刻不会完全蒸发，而在上止点前270°CA开始喷油情况下会直接润湿进气门。这种油膜在模型中实际上不会完全蒸发，因为它们仅有很小的蒸发表面。这些油膜可能就是颗粒物排放的来源。在晚喷射情况下不会出现燃油润湿壁面，因而在这种情况下颗粒物排放就归因于混合气形成。

图9 3种ASB的TCFD和TKE曲线

5 结论

通过热力学、光学及具体数值的试验研究能揭示所考察的汽油发动机方案的潜力。就运行值而言，在气缸直径较小的情况下，燃油润湿壁面显然就像大缸径发动机的情况。因而较小的气缸容积能够实现汽油缸内直接喷射，汽油机可进一步小型化。但是因燃油润湿壁面而引起的润滑机油的稀释可能会对气缸直径缩小造成限制。

比较考察表明，直立式喷油器方案为降低颗粒物排放而提供了最大的潜力，但是对标定参数(例如喷油始点)较为敏感。因此在仅有非常小的爆燃倾向的条件下，采用非中央布置的火花塞能同样能达到良好的结果。